新淬火狀態(tài)2A12鋁合金的成形極限

，，

(南京航空航天大學機電學院，南京 210016)

0 引 言

鋁合金具有高的比強度和比剛度，是飛機的重要結構材料，所用鋁合金件的質(zhì)量占飛機結構總質(zhì)量的60%～80%[1]。2A12鋁合金(化學成分近似于美國標準中的2024鋁合金)具有良好的塑性成形性能和機械加工性能，且其密度低、強度高，因此在航空制造業(yè)中得到了廣泛應用[1]：主要用于制造飛機上的受力構件，如機翼下壁板、機身蒙皮、隔框、翼肋等[2]。

鋁合金制品大部分都需要經(jīng)過淬火、時效處理后才可以應用，制品在淬火后會發(fā)生變形，因此需進行校形。淬火后的制品在自然時效一段時間后，仍具備近似淬火狀態(tài)的優(yōu)良塑性。鋁合金板料在結束淬火處理后的一段時間里所處的尚未發(fā)生或完成時效硬化的一種不穩(wěn)定狀態(tài)，稱為新淬火狀態(tài)。實際生產(chǎn)加工過程中，通常在鋁合金板料處于淬火狀態(tài)下進行校形和加工。掌握板料在各種狀態(tài)下的成形性能，有利于對其進行加工成形和有限元仿真模擬。目前，有關新淬火狀態(tài)下板料的成形性能及相關信息較少，在成形及有限元仿真模擬時均采用退火狀態(tài)下的工藝參數(shù)和成形極限來替代新淬火狀態(tài)下的，結果誤差較大。

由成形極限圖(FLD)能得到變形時板料在平面內(nèi)的兩個主應變聯(lián)合作用下，某一區(qū)域發(fā)生破裂或頸縮時的最大應變。現(xiàn)階段實際生產(chǎn)中普遍采用的是由KEELER等[3]和GOODWIN[4]提出的以極限應變?yōu)榛A的成形極限圖，這些成形極限圖為評價板料的成形性能以及處理板料成形中的問題提供了技術基礎和判斷依據(jù)。目前，我國研究人員已對鋁合金、鋼、高溫合金板料的成形性能進行了研究并取得了一定的成果[5-8]，例如對新淬火狀態(tài)的2D12變形鋁合金板料進行了成形極限試驗和有限元分析[9-10]；對不同溫度7075-T6鋁合金進行了成形極限試驗研究，并得到了溫度對鋁合金成形性能的影響規(guī)律[11]；從控制塑性變形能的角度，建立了板料的成形極限預測判據(jù)[12]。

然而，相關手冊資料中有關2A12鋁合金的工藝數(shù)據(jù)僅局限于屈服強度、抗拉強度和伸長率，且數(shù)據(jù)大多是在退火狀態(tài)下測得的。為此，作者研究了新淬火狀態(tài)2A12鋁合金的成形極限。

1 試樣制備與試驗方法

1.1 試樣制備

試驗材料為哈爾濱飛機工業(yè)集團有限公司提供的自然時效狀態(tài)下的2A12鋁合金板，厚度為1.0 mm，化學成分如表1所示。

表1 2A12鋁合金的化學成分(質(zhì)量分數(shù))Tab.1 Chemical composition of 2A12 aluminum alloy (mass) %

根據(jù)GB/T 15825.8-2008，采用改變試樣寬度、時效時間和潤滑條件的方法進行脹形試驗，繪制成形極限圖，試驗步驟如下。

在數(shù)控銑床上沿軋制方向加工出如圖1所示的試樣，用粗、細砂紙打磨邊緣，保證過渡圓角處光滑、無毛刺。試樣的截面形狀有兩種，一種為中部稍窄、兩端稍寬的階梯形，另一種為長方形，長方形試樣的寬度b分別為100，120，140，160，180 mm。

圖1 試樣的形狀和尺寸Fig.1 Shapes and size of specimens

將不同形狀的試樣在溫度為(497±3) ℃的硝鹽槽中進行淬火處理，保溫25 min，用溫度不高于30 ℃的水冷卻。冷透后的試樣在40～50 ℃的熱水槽中清洗，再在(100±5) ℃的試片爐中保溫(120±10) min，空冷。所有試樣進行校形處理后，置于-17 ℃冷藏箱內(nèi)恒溫保存。

將試樣從冷藏箱中取出，用專用鋁合金電解液通電腐蝕20 s，從而在試樣表面印制出直徑為5 mm的網(wǎng)格圓。試樣在室溫下分別自然時效10，20，30 min后，在Servo-Press 150型液壓伺服試驗機上采用LDH凸模進行脹形，凸模外徑為100 mm，運動速度為1.5 mm·s-1；潤滑方式分別為聚乙烯薄膜固體潤滑，油液體潤滑和無潤滑；成形過程由計算機自動控制操作，試樣發(fā)生破裂或產(chǎn)生頸縮時設備自動停止。

圖2 網(wǎng)格圓的3種變形方式Fig.2 Three deformation modes of the grid circle

在脹形之后網(wǎng)格圓主要發(fā)生3種變形，如圖2所示，圖中d0為初始網(wǎng)格圓的直徑，5 mm；d1，d2分別為變形后網(wǎng)格圓的長軸和短軸。在每個試樣破裂區(qū)的周圍選取3個完整的、變形程度較大的網(wǎng)格圓，使用Vispec影像測量儀測量網(wǎng)格圓的長軸和短軸，計算試樣的表面真實極限應變，計算公式為

ε1=ln(d1/d0)×100%

(1)

ε2=ln(d2/d0)×100%

(2)

式中：ε1為沿長軸方向的表面真實極限主應變；ε2為沿短軸方向的表面真實極限次應變。

以ε1為橫坐標，ε2為縱坐標，繪制得到成形極限圖。

2 試驗結果與討論

2.1 宏觀形貌

由圖3可知：在相同時效時間下，固體和液體潤滑條件下試樣的破裂或頸縮現(xiàn)象比無潤滑條件下的明顯；在相同潤滑條件下，時效時間短的試樣的破裂或頸縮現(xiàn)象更明顯。

圖3 時效不同時間試樣在不同潤滑方式下脹形后的宏觀形貌Fig.3 Appearance of specimens aged for different time intervals after bulging with different lubrication methods

圖5 時效不同時間后試樣的成形極限圖Fig.5 Forming limit diagrams of specimens aged for different time intervals

2.2 成形極限圖

在成形過程中，金屬薄板在達到分散性失穩(wěn)后，會持續(xù)一段時間的塑性變形，再發(fā)生集中性失穩(wěn)[13-14]。因此，可根據(jù)網(wǎng)格的分布將在一定條件下得到的成形極限圖分為安全區(qū)、臨界區(qū)和破裂區(qū)等3個區(qū)域。

作者采集了試樣破裂處附近(如圖4所示)應變最大的網(wǎng)格圓數(shù)據(jù)，將這些數(shù)據(jù)代入式(1)和式(2)，計算得到試樣的表面真實極限應變，繪制成成形極限圖，如圖5所示。圖5中由真實應變數(shù)據(jù)點所構成的條帶形區(qū)域為臨界區(qū)，條帶形區(qū)域外上方為破裂區(qū)，下方為安全區(qū)。

圖4 臨界網(wǎng)格圓的選取Fig.4 Selection of critical mesh circles

根據(jù)文獻[7-8,11,15]，對新淬火狀態(tài)2A12鋁合金成形極限圖中的左半部分數(shù)據(jù)進行線性擬合，右半部分數(shù)據(jù)進行二次函數(shù)擬合，擬合公式分別為

ε1=F0+aε2

(3)

(4)

式中：F0為成形極限圖中上部分曲線的最高點；F1為成形極限圖中下部分曲線的最低點；a，b為系數(shù)。

式(3)和式(4)體現(xiàn)了板料成形過程中的平面應變狀態(tài)，擬合得到的曲線見圖5。

由圖5可以看出：ε1始終為正值，即試樣縱向始終為拉伸狀態(tài)，ε2由負值逐漸變?yōu)檎?，說明試樣橫向由單向拉伸逐漸過渡到雙向拉伸狀態(tài)；隨時效時間的延長，試樣的成形極限曲線保持形狀不變但向下移動，說明試樣的塑性逐漸降低，安全區(qū)越來越小。板料的加工成形應在安全區(qū)內(nèi)進行。淬火2A12鋁合金自然時效10 min時的塑性較好，因此其成形加工前的自然時效時間應控制在10 min以內(nèi)。

3 結 論

(1) 對自然時效不同時間后得到的新淬火狀態(tài)2A12鋁合金在不同潤滑條件下進行脹形試驗，得到不同時效時間下的成形極限圖；在脹形過程中試樣縱向始終為拉伸狀態(tài)，橫向則由單向拉伸逐漸過渡到雙向拉伸狀態(tài)。

(2) 隨時效時間的延長，試樣的成形極限曲線形狀基本保持不變，但曲線向下移動，說明試樣的塑性逐漸降低，成形安全區(qū)變小。

(3) 試樣經(jīng)自然時效10 min時仍具有良好的成形性能，成形加工前的自然時效時間應控制在10 min以內(nèi)。

參考文獻：

[1] 中國航空材料手冊編委會.中國航空材料手冊：第三卷[M]. 北京：中國標準出版社，2002.

[2] 飛機設計手冊總編委會.飛機設計手冊：第3冊上[M].北京：航空工業(yè)出版社，2004.

[3] KEELER S P, BACKOFEN W A. Plastic instability and fracture in sheets stretched over rigid punches[J]. Trans ASM Q, 1963,56(1): 25-48.

[4] GOODWIN G M. Application of strain analysis to sheet metal forming problems in the press shop[C]//1968 Automotive Engineering Congress and Exposition. [S.l.]:SAE, 1968：680093.

[5] 王輝. 成形極限圖的獲取方法與其在金屬板料成形中的應用[D].南京：南京航空航天大學，2011.

[6] 陳明和, 高霖, 薛玉雷,等. 板料應力成形極限判據(jù)的有限元分析程序[J].南京航空航天大學學報,2005,37(增刊1):68-71.

[7] 張成祥, 陳明和, 雷曉晶, 等. GH600合金薄板成形極限研究[J]. 航空材料學報, 2015, 35(6):35-40.

[8] 張成祥, 陳明和, 雷曉晶,等. GH163合金成形極限圖及應用[J]. 塑性工程學報, 2016, 23(1):93-98.

[9] 高宏志, 周賢賓. 新淬火狀態(tài)鋁合金板的成形極限[J]. 北京航空航天大學學報, 2006, 32(9):1083-1086.

[10] 高宏志, 周賢賓. 新淬火狀態(tài)硬鋁合金板的成形性能及數(shù)值模擬[J]. 航空材料學報, 2008, 28(5):27-31.

[11] 黃華, 李大永, 彭穎紅. 7075-T6鋁合金板溫熱成形極限圖實驗[J]. 塑性工程學報, 2010, 17(1):93-97.

[12] 陳劫實, 周賢賓. 板料成形極限預測新判據(jù)[J]. 機械工程學報, 2009, 45(4):64-69.

[13] DOEGE E, DR?DER K. Sheet metal forming of magnesium wrought alloys: Formability and process technology[J]. Journal of Materials Processing Technology, 2001, 115(1):14-19.

[14] LI D M, GHOSH A. Tensile deformation behavior of aluminum alloys at warm forming temperatures[J]. Materials Science and Engineering: A, 2003, 352(1/2):279-286.

[15] 陳新平, 汪承璞. 一種預測左半部成形極限圖的簡單方法[J]. 金屬成形工程, 2000, 18(4):4-6.